Đánh giá ảnh hưởng của mực nước ngầm gia tăng đến hệ số tập trung ứng suất đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc bê tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật

ĐÁNH GIÁ ẢNH HƯỞNG CỦA MỰC NƯỚC NGẦM GIA TĂNG
ĐẾN HỆ SỐ TẬP TRUNG ỨNG SUẤT ĐẦU CỌC TRONG
GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP
KẾT HỢP VỚI VẢI ĐỊA KỸ THUẬT
NGUYỄN TUẤN PHƢƠNG *,
CHÂU NGỌC ẨN **, VÕ PHÁN ***

Rating affection’ of the groundwater increase to the stress concentration
ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete
pile systems combine geotextle.
Abstract: Soft soil improvement by geosynthetic and concrete pile systems
is an interesting and more popular technique on condition that this
solution is practical. However, today some works are constructed and used
to appearing some problems such as subsidence displacement or cracked
structure surface caused by the groundwater increase combine with heavy
rains caused local flooding. The content of paper concentrates on rating
affection’s the groundwater increase caused by the groundwater increase
combine with heavy rains caused local flooding to the stress concentration
ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete pile
systems combine geotextile.
1. GIỚI THIỆU
Trong những năm gần đây một công nghệ nền
móng mới hình thành có tên “ Vải địa kỹ thuật kết
hợp phần tử cọc đỡ công trình đất đắp trên nền đất
yếu”. Những “phần tử cọc” (cọc bê tông cốt thép,
cột đá, cọc gỗ, cột cát có bao, cột đất trộn xi
măng, tƣờng trong đất…) đƣợc phân bố đều trong
nền đất yếu đến tận lớp chịu lực bên dƣới, “phần
tử cọc” đƣợc sắp xếp theo lƣới tam giác hoặc ô
vuông là một giải pháp hy vọng giải quyết đƣợc
vấn đề vừa nêu. Trọng lƣợng của khối đất đắp có

thể truyền trực tiếp lên đầu cọc bởi hiệu ứng vòm
hoặc gián tiếp qua các hiệu ứng màng của lớp vải
địa kỹ thuật. Tải mà “phần tử cọc” gánh đỡ truyền

vào lớp nền cứng dƣới mũi cọc và ma sát cọc với
đất yếu xung quanh.
Terzaghi (1943) đã đƣa ra kết quả nghiên cứu
ảnh hƣởng của hiệu ứng vòm thông qua giải
phƣơng trình cân bằng ứng suất dựa trên mô
hình cửa sập, đồng thời đã vẽ đƣờng ứng suất
đứng trong cát đắp trong trƣờng hợp có hiệu
ứng vòm và không có hiệu ứng vòm dựa trên
quan hệ giữa hệ số tải trọng (P/γH) và tỷ số hình
dạng (H/B đƣợc thể hiện trong hình 1.

*, **, ***

*

**
***

Trường Đại học Bách Khoa Tp. HCM
số 268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. Hồ Chí Minh,
ĐT: 083 8636822
ĐT: 0919 070096,
Email:
ĐT: 0908 299105, Email:
ĐT: 0913 867008, Email:

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015

Hình 1. Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm
đến đường ứng suất tĩnh
59


Hình 4: Bán cầu theo Tiêu chuẩn Anh BS 8006

Hình 2: Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm
đến đường ứng suất theo phương pháp
Terzaghi và đường ứng suất tĩnh
Dựa trên lý thuyết cung vòm của Hewlett và
Randolph (1988) Tiêu chuẩn Đức đã xây dựng
kết quả trên giả thuyết cung vòm trong đất có
dạng hình vòm. Chiều dày của cung vòm là b
2

(với b: cạnh của cọc).

2. THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH TỶ LỆ
THỰC 1:1
Xây dựng mô hình thí nghiệm thực tế với 16
cọc bê tông cốt thép có B.20 (M.250), chiều dài
cọc L = 14m gồm 02 mô đun mỗi mô đun
7m.Vải địa kỹ thuật loại dệt cƣờng độ cao khả
năng chịu kéo đạt 100 kN/m, độ giãn dài tối đa
đạt 10%. Cát đắp trên đầu cọc là cát hạt to có γtn
= 19 kN/m3. Cát đắp gia tải là cát mịn γtn = 16
kN/m3 với chiều cao đắp hđ = 4m trên tắm bê

tông cốt thép B.20 dày 200mm có tác dụng phân
bố đều tải trọng.

Hình 3: Phân tích lực tác dụng trên phần tử
cung vòm theo Tiêu chuẩn Đức
Tiêu chuẩn Anh BS 8006 (1995) Anh đã
hoàn chỉnh phƣơng pháp tính của Jones (1990)
dựa nghiên cứu của Marston và Anderson
(1913) về cung vòm trong đỉnh của nhóm cọc.
Phƣơng pháp tính trong Tiêu chuẩn này đƣợc
giả thuyết cung vòm nhƣ một bán cầu vòm phụ
thuộc vào lực kéo căng bề mặt của khối cát đắp.
60

Hình 5: Mặt bằng mô hình thí nghiệm
thực tỷ lệ 1:1
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015


Hình 9: Lực phân bố lên tấm mỏng

Hình 6: Mặt cắt mô hình thí nghiệm thực tỷ lệ 1:1
3. NGUYÊN LÝ LÀM VIỆC CỦA THIẾT
BỊ ĐO ỨNG SUẤT
Cảm biến là thiết bị đo biến dạng (ε) dƣới
tác dụng của ngoại lực tác dụng. Biến dạng (ε)
là sự thay đổi về kích thƣớc hình học của vật
liệu nhƣ hình 7

ε = ΔL/L

Hình 7. Biến dạng kích thước của vật liệu

Hình 8. Hình dạng cảm biến
Ứng dụng lý thuyết biến dạng tấm mỏng chịu
áp lực phân bố nhƣ hình 9.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015

Dƣới tác dụng của áp lực, tấm kim loại mỏng
biến dạng đàn hồi, làm thay đổi điện trở của
cảm biến dán dính trên tấm kim loại. Từ sự biến
đổi điện trở của cảm biến, cƣờng độ dòng điện
qua cảm biến cũng thay đổi. Bằng thiết bị đo, có
thể ghi nhận sự biến đổi của dòng điện theo
từng áp lực tác dụng lên tấm mỏng.
Vật liệu dùng chế tạo cảm biến là vật liệu dẫn
điện, có quan hệ giữa biến dạng và điện trở biểu
hiện qua tỷ số giữa biến thiên tƣơng đối của
điện trở với biến thiên tƣơng đối của chiều dài
cảm biến gọi là hệ số cảm biến (Gauge factor).
rl
R=
A
Với R: Điện trở ( )
ρ: Điện trở suất ( mm)
l: Chiều dài vật dẫn điện (mm)
A: Diện tích tiết diện dẫn điện (mm2)
GF =

dR / R
dL / L

Với GF: Hệ số cảm biến
dR : Độ biến thiên cảm biến
R: Điện trở ( )
dL : Độ biến thiên chiều dài
L: Chiều dài (mm)
Nguyên lý của hệ thống đo: Ứng dụng mạch
cầu Wheatstone.
Hệ thống sẽ đƣợc cấp nguồn điện không đổi
VS. Khi cảm biến không bị biến dạng (ΔR=0 và
Rx= R1 = R2 = R3 =R0) thì VG=0. Khi cảm biến
bị biến dạng làm thay đổi giá trị RX và giá trị VG
theo công thức bên dƣới. Đo giá trị điện áp VG
ta sẽ suy ra đƣợc giá trị biến dạng.
61


VG  (

Rx
R2

)Vs
R3  Rx R1  R2

(1)





VG
GF   
1



VS
4  1  GF   

2



(2)

4VG
GF (2VG  VS )

VS

(3)

V

Ps11 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp
cách đầu cọc 0.8m theo phƣơng đứng.
Ps6 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp
cách đầu cọc 1.2m theo phƣơng đứng.
Ps2 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát
đắp cách đầu cọc 1.6m theo phƣơng đứng.

4. Kết quả thí nghiệm mô hình tỷ lệ thực 1:1
Kết quả thu đƣợc từ các thiết bị đo đƣợc
thông qua biểu đồ sau.
Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn nhiều lần
so với ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc.

G

RX= R0 +
ΔR

Hình 10. Sơ đồ mắc nối tiếp Strain gauge
và các điện trở.
Các đầu đo ứng suất trong mô hình thí
nghiệm đƣợc đặt tại các vị trí nhằm thu thập các
giá trị ứng suất tại các điểm để phân tích ảnh
hƣởng của hiệu ứng vòm trong giải pháp thiết
kế xử lý nền bằng cọc bê tông cốt thép kết hợp
với vải địa kỹ thuật. Các thiết bị đƣợc đặt trên
tắm đệm phẳng nhằm tránh lệch thiết bị trong
quá trình thí nghiệm.
Ps7 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa
khoảng cách 02 cọc.
Ps3 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa
tâm 04 cọc.
Ps9 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc
nhƣng dƣới lớp vải địa kỹ thuật.
Ps1 là đầu đo ứng suất đặt giữa 02 cọc nhƣng
trên lớp vải địa kỹ thuật.
Ps4 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc đo

ứng suất đứng theo phƣơng ngang.
Ps8 là đầu đo ứng suất đặt cách cọc ¼ khoảng cách
cọc nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật.
Ps10 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc
nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật.
Ps14 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp
cách đầu cọc 0.4m theo phƣơng đứng.

62

Biểu đồ 1: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực
nước ngầm ở trạng thái tự nhiên
Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn
hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị
trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc.

Biểu đồ 2: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi
mực nước ngầm ở trạng thái tự nhiên
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015


Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là
đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng
suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến
không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi
xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một
phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc
nên không còn tuyến tính.

trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc khi mực

nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.

Biểu đồ 5: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi
mực nước ngầm tăng thêm 50cm

Biểu đồ 3: Ứng suất theo phương pháp giải tích
và đo từ mô hình thí nghiệm khi mực nước
ngầm ở trạng thái tự nhiên.

Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là
đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng
suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến
không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi
xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một
phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc
nên không còn tuyến tính khi mực nƣớc ngầm
tăng thêm 50cm.

Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn so với
ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc khi
mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.

Biểu đồ 6 ứng suất theo phƣơng pháp giải
tích và đo từ mô hình thí nghiệm khi khi mực
nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.
Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc n =  c
s

Biểu đồ 4: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực
nước ngầm tăng thêm 50cm

Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn
hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015

Với бc : ứng suất tập trung đầu cọc;
бs : ứng suất phân bố trên nền đất yếu gữa
các cọc.
Khoảng cách bố trí cọc S=1,0m, chiều cao
cát đắp H = 1,6m.
63


Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc từ mô hình
thí nghiệm hiện trƣờng trong trƣờng hợp mực
nƣớc ngầm ở trạng thái tự nhiên n = 10,84 (ứng
suất phân bố trên nền đất yếu đạt ζs = 5,95
kN/m2 trong khi ứng suất tập trung đầu cọc ζc =
64,49 kN/m2).
Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc trong
trƣờng hợp khi mực nƣớc ngầm tăng thêm
50cm, n = 7,119 (ứng suất phân bố trên nền đất
yếu đạt ζs = 8,609 kN/m2 trong khi ứng suất tập
trung đầu cọc ζc = 61,293 kN/m2).
5. KẾT LUẬN
Qua nội dung nghiên cứu hệ số tập trung ứng
suất đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc
bê tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật
thông qua mô hình thí nghiệm có xét đến ảnh
hƣởng của mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm có
thể đƣợc rút ra đƣợc kết luận nhƣ sau:

1. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm
30% trong trƣờng hợp mực nƣớc ngầm tăng
thêm 50cm.
2. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm ảnh
hƣởng đến biến dạng của nền đất xung quanh
cọc, làm gia tăng biến dạng lệch của khối đất
trên đầu cọc và khối đất giữa 04 cọc, gây ra
những vết nứt trên bề mặt nền công trình.

TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. Aubeny, C.P./Li, Y./ Briaud, J.L. (2002):
Geosynthetics reinforced pile supported
embankments: numerical simulation and design
needs; Geosynthetics- 7th ICG- Delmas,
Gourc& Girard (eds), pp. 365-368.
[2]. B. Le Hello, B. Chevalier, G. Combe, P.

Villard, Coupling finite elements and discrete
elements methods, application to reinforced
embankment by piles and geosynthetics.
[3]. BS 8006 (1995): British Standard, code
of practice of strengthened/ reinforced soils and
other fills, chapter 9.
[4]. Bergado, D. T., Anderson, L. R, Miura,
N. and Balasubramaniam, A. S. (1996). Soft
Ground Improvement in Lowland and Other
Environments, ASCE.
[5]. Châu Ngọc Ẩn (2012): Nền Móng Nhà
xuất bản Đại học Quốc gia Tp.HCM, pp
453÷446.

[6]. Collin, J.G. / Watson, C.H. / Han, G.
(2005):
Column-Supported
Embankments
solves time constraint for new road
construction; Proceedings of the Geo-Frontiers
Congress, Austin, Texas, pp. 1-9.
[7]. D.T. Bergado, J.C. Chai, Những biện
pháp kỹ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây
dựng, Nhà xuất bản giáo dục 1994, pp 58÷60.
[8]. EBGEO (2007): Empfehlung for den
Enwurf und die Berechnung von Erdkurpern mit
Bewehrung aus Geokunststoffen; 2007. [9].
Goh, A.T.C. / The, C.I. / Wong, K.S. (1997):
Analysis of piles subjected to embankment
induced lateral soil movements; Journal of
Geotechnical
and
Geoenviromental
Engineering, Vol. 123, No. 9, pp. 792-801
[10]. Gourge Samir Fahmi Farag, Leateral
Spreading in basal reinforced embankments
supported by pile – like element, University
Kassel, Germany 2008, pp 125
[11]. Hans-Georg Kempfert Berhane
Gebreselassie, Excavations and Foundations in
Soft Soils , University Kassel, Germany.

Người phản biện: GS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH

64

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015